Тепловое разрушение материалов - часть 11

2.3. Методы диагностики режимных параметров установок радиационного и конвективного нагрева

Рис. 2.12. Калориметр для измерения лучистых теп-
ловых потоков [50]: 1– приемник, имитирующий абсо-
лютно черное тело; 2 – внутренний корпус; 3 – внут-
ренняя рубашка охлаждения;4 – дифференциальная
термопара; 5 – наружная рубашка охлаждения; 6 – на-
ружный корпус; 7 – сменная диафрагма
Расчетная формула аналогична формуле для определе-
ния конвективных тепловых потоков при измерениях
водоохлаждаемым калориметром

Для того чтобы по зависимости (2.1) рассчитать величину энтальпии торможения

I необхо-

димо знать размер R

, давление окружающей среды P

∞

, а также измерить тепловой поток q и давле-

ние торможения

P любым из известных методов. Экспериментальная проверка формулы (2.1) вы-

полнена в работе [52]. При этом измерение тепловых потоков проводилось датчиками различного
диаметра и формы. Установлено, что экспериментальные данные описываются выражением (2.1) с
погрешностью 20 %.

При температурах воздушных газовых потоков до 3500 К измерение температуры также можно

контролировать с помощью высокотемпературных пробоотборников газа путем измерения концен-
трации оксида азота (NO). При скоростях охлаждения газовых сред

dT /

= 10

–10

К/с обеспечива-

ется практически полное замораживание химических процессов. Такие скорости охлаждения удалось
реализовать в конструкциях пробоотборников газа [54, 55] благодаря использованию микросопловой
решетки. Для определения температуры газа необходимо осуществить контактный отбор пробы ис-
следуемого газа, его "закалку" и последующее исследование химического состава на газоанализаторе.

Основным недостатком перечисленных выше методов измерения энтальпии (температуры) га-

зовых потоков является то, что их применение обычно не позволяет найти распределение энтальпии
по сечению высокотемпературной струи. При температурах газа до 2000 К эта задача решается путем
проведения стационарных термопарных измерений [56]. Применение теории регулярного режима
дает возможность провести измерения температур, превышающих температуру разрушения чувстви-
тельного элемента термопары, (рис. 2.11) [57, 58]. В некоторых случаях [59, 60] о температуре газо-
вого потока судят по изменению температуры чувствительного элемента до наступления регулярного
режима.

В наиболее широком диапазоне информацию о распределении энтальпии по длине и сечению

газовой струи, ее значении на внешней границе пограничного слоя при обтекании модели удается
получить с помощью энтальпийного датчика [61, 62] (рис. 2.13).

Рис. 2.13. Схема энтальпийного зонда:

1 – набе-

гающий поток; 2 – термопара; 3 – газ к расходомеру;
4

− термопары для измерений подогрева воды;

5 – подвод и отвод воды
Расчет энтальпии проводится по формуле:

изм

′

где

∆

– тепловой

поток к внутренней поверхности трубки, кВт/м

;

F – площадь, м

Однако в работах [63, 64] указывается, что результаты измерения энтальпии датчиком сильно

зависят от отношения G

отб

/ G

наб

, (где G

отб

− расход газа, проходящего через датчик; G

наб

− расход газа,

набегающего на приемное отверстие). Для G

отб

/ G

наб

= 10

−100 полученные значения энтальпии в 2,5

− 3 раза могут быть ниже спектральных измерений. Только начиная с отношения G

отб

/ G

наб

= 5 можно

считать, что датчик дает достоверные результаты. Погрешность измерений энтальпийным датчиком

Глава 2. Методы и средства моделирования конвективного и радиационно-конвективного нагрева

по данным различных авторов изменяется в широких пределах. Согласно [62], ошибка измерения за-
висит от диаметра датчика и для 6·10

-3

м составляет 10%. Погрешность измерений в работе [66] за

счет применения высокоточных приборов равна 6%, в работе [52]

− 12%. Ошибка измерений энталь-

пии торможения на установках и стендах ИПМ НАНУ достигала 12% при доверительной вероятно-
сти 0,95 [67].

Анализ погрешностей измерений параметров высокотемпературных потоков, получаемых в

электродуговых подогревателях газа, показывает, что основной вклад в ошибку вносит недостаточно
высокая воспроизводимость их режима работы. В связи с этим представляет интерес разработка дат-
чиков, позволяющих в одном эксперименте измерять несколько параметров газового потока. Наибо-
лее просто удается решить задачу одновременного измерения теплового потока и давления торможе-
ния в критической точке, что также дает возможность по формулам типа (2.1) рассчитать энтальпию
торможения. Существующие конструкции энтальпийных датчиков, как правило, позволяют одновре-
менно с энтальпией измерить и давление торможения [61, 62]. Дальнейшим развитием работ в этом
направлении  является  датчик  для  комплексной  диагностики [68, 69], разработанный  в  ИПМ  НАНУ
(рис. 2.14), который  дает  возможность  в  одном  эксперименте  определить  все  основные  параметры
потока (тепловой поток, давление и энтальпию торможения). При этом энтальпия торможения нахо-
дится расчетом по формуле Фэя и Ридделла, калориметрическим методом (энтальпийный датчик) и
путем  замораживания  химического  состава  газа  в  микросопловом  закалочном  устройстве  с  после-
дующим исследованием на газоанализаторе.

Рис. 2.14. Устройство для комплексной диаг-
ностики  термогазодинамических  параметров
высокоэнтальпийных газовых потоков:
1 – охлаждаемая  державка, 2 – энтальпийный
зонд, 3 – пластинчатый датчик теплового пото-
ка, 4 – микросопловой щелевидный закалочный
теплообменник  газа, 5 – кольцевая  прослойка
газа, 6 – теплоизоляционный материал, 7 – под-
вод и отвод охлаждающей воды, 8 – отсос газа,
9 – газопроточный  ресивер, 10 – расходомер
газа, 11 – регулировочно-отсечной вентиль,
12 – отсасывающий прибор (вакуумный насос),
13 – расходомер  для  измерений  расхода  воды,
14 – регистрирующий  прибор, 15 – прибор  для
измерений давления, 16 – газоанализатор,
17 – регулировочно-отсечной вентиль

При диагностике очень высоких тепловых потоков возникают проблемы, связанные с разруше-

нием чувствительного элемента датчика. Например, предельный тепловой поток, который может
быть измерен водоохлаждаемым калориметром, по некоторым оценкам не превышает ~50 000 кВт/м

В таких условиях иногда целесообразно использовать какой-либо аблирующий материал, например,
графит [36].

Применение веществ с известной температурой плавления и излучательными свойствами по-

зволяет контролировать величину лучистых тепловых потоков на установках радиационного нагрева
[70].  В  некоторых  случаях  подобные  методы  могут  оказаться  существенно  надежнее  и  проще,  чем
основанные  на  применении  специальных  датчиков.  Поэтому  исследование  возможности  измерения
параметров  высокотемпературных  источников  нагрева  по  характеристикам  разрушения  каких-либо

2.3. Методы диагностики режимных параметров установок радиационного и конвективного нагрева

материалов с постоянными свойствами представляет несомненный интерес и требует дальнейшего
изучения.

Теплообмен в высокоэнтальпийных газовых потоках сопровождается радиационным теплопе-

реносом. Если при энтальпии торможения 15 000 кДж/кг его величина не превышает 5% от общего
теплового потока [71], то при энтальпии 40 000 кДж/кг она достигает уже 20% (установка ПД-4М). В
отличие от установок раздельного моделирования радиационно-конвективного нагрева, спектраль-
ный состав лучистого потока в последнем случае значительно ближе соответствует натурным усло-
виям работы тепловой защиты. Однако выделение лучистой составляющей в высокоэнтальпийном
потоке существенно сложнее, чем раздельная диагностика источников радиационного и конвективно-
го нагрева.

Условно имеющиеся методы измерения доли лучистой составляющей в суммарном радиацион-

но-конвективном потоке можно разделить на три больших класса. При этом считается, что тепловой
поток относительно легко может быть измерен каким-либо из известных методов. Первый класс со-
ставляют методы, основанные на блокировании конвективной и измерении лишь лучистой состав-
ляющей теплового потока. Ко второму классу можно отнести методы, в которых обычно с помощью
двух чувствительных элементов с различной степенью черноты измеряется полный тепловой поток.
Форма чувствительных элементов обеспечивает равенство воздействующих на них конвективных
потоков. Наконец, к третьему классу относятся методы, в которых полный тепловой поток измеряет-
ся специально подобранными чувствительными элементами, выполненными таким образом, что лу-
чистые и конвективные тепловые потоки, воздействующие на элементы, жестко связаны с их геомет-
рией. Это позволяет в одном эксперименте определить лучистую и конвективную составляющие теп-
лового потока.

Блокировку конвективного потока осуществляют несколькими способами. Самый простой спо-

соб

− перекрытие конвективного потока с помощью прозрачной среды, например, линзы [72] или

световодов, размещенных в водоохлаждаемом корпусе [73]. В тепломерах [74

−76] блокировка кон-

вективной составляющей производится с помощью защитного стекла. Эти тепломеры в основном
отличаются только чувствительными элементами. В некоторых тепломерах [77, 78] конвективная со-
ставляющая блокируется развитой поверхностью, на которой тормозится газовый поток. В радиомет-
ре Кокарева [79] производится блокировка лучистой составляющей, что достигается формой канала,
в котором измеряется конвективная составляющая теплового потока.

Тепломеры, относящиеся ко второму классу, содержат, как правило, два охлаждаемых тепло-

приемника [80, 81], покрытия которых имеют различную степень черноты. Уравнение теплового ба-
ланса в этом случае имеет вид

⎪⎩

⎪

⎨

⎧

где

− суммарный тепловой поток, воспринимаемый первым и вторым тепломером, соответст-

венно;

− конвективная и лучистая составляющие теплового потока;

− степень черноты

покрытий.

Отсюда получим

;

−

При таком способе выделения лучистого теплового потока предполагается равенство конвек-

тивных составляющих, воздействующих на поверхности чувствительных элементов с различным по-
крытием. В общем случае это не совсем так, поскольку температуры поверхности чувствительных
элементов различны.

В третьем классе тепломеров определяются раздельно лучистый и конвективный тепловые по-

токи на чувствительные элементы разных размеров. Так в устройстве [82] находятся суммарные теп-
ловые потоки на цилиндры разного размера. Составляющие теплового потока определяются из сис-
темы уравнений

;

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎪⎩

⎪

⎨

⎧

Глава 2. Методы и средства моделирования конвективного и радиационно-конвективного нагрева

где

− суммарные тепловые потоки, измеренные при поперечном обтекании цилиндров;

− конвективные и лучистые тепловые потоки; α - величина, зависящая от режима об-

текания.

Проведенный выше анализ тепломеров для выделения лучистой составляющей теплового по-

тока позволил предложить новую конструкцию устройства, в котором блокировка теплового потока
производится с помощью вдува [83]. Этот тепломер дает возможность определять также радиальное
распределение лучистой составляющей теплового потока путем фокусировки лучистого потока с раз-
личных участков струи с помощью линзы Френеля.

Однако перечисленные выше методы измерений, включая и предложенный, сложны и их при-

менение ограничено относительно невысоким уровнем тепловых потоков. В то же время, выделение
лучистой составляющей в основном имеет смысл в высокоэнтальпийных газовых потоках, когда
суммарный тепловой поток превышает уровень, допустимый даже для водоохлаждаемых датчиков. В
разделе 4.5 представлены методы определения энтальпии торможения и выделения лучистой состав-
ляющей теплового потока, основанные на измерении коэффициента газификации материалов на ос-
нове кварцевого стекла.

2.4. Параметры установок радиационного и конвективного нагрева

Представленные выше методы были широко использованы для измерений параметров устано-

вок и стендов, применявшихся для исследования закономерностей теплового разрушения материалов
(табл. 2.1). Поскольку для определения параметров установок совместного радиационно-плазменного
нагрева необходимо использовать почти все рассмотренные выше методы, то рассмотрим результаты
диагностики термогазодинамических параметров на примере установок РПУ-1 и РПУ-1М.

Лучистые тепловые потоки на установках РПУ (рис. 2.15) измерены как с помощью водоохла-

ждаемого калориметра, имитирующего черное тело, со сменными диафрагмами, так и нестационар-
ными датчиками. На рис. 2.15, б видно, что равномерное распределение тепловых потоков в фокаль-
ной зоне концентратора наблюдается на диаметре до 12·10

-3

м. Для увеличения зоны равномерного

распределения тепловых потоков параболические зеркала стенда-излучателя диаметром 0,5 м, фокус-
ным расстоянием 0,193·10

-3

м и углом раскрытия 120

были заменены высокоточными зеркалами

диаметром 0,4 м с наружным покрытием, фокусным расстоянием 0,099·10

-3

м и углом раскрытия 200

(рис. 2.8, п.3). Такое, на первый взгляд, незначительное отличие привело к качественно другой кар-
тине распределения тепловых потоков в фокальной области стенда-концентратора и позволило про-
водить испытания образцов теплозащитных материалов диаметром до 30·10

-3

м. При этом общая

мощность излучения в фокальном объеме концентратора возросла почти в 2 раза (установка РПУ-1М,
табл. 2.1, п.6).

Рис. 2.15. Зависимость лучистого
теплового потока от мощности,
потребляемой ксеноновыми лам-
пами (а), и его распределение по
фокальному пятну установок
РПУ-1 и РПУ-1М (б):

− 1 − РПУ-

1, диаметр диафрагмы 1·10

-2

м;

− РПУ-1М, диаметр диафрагмы

3·10

-2

м; б

− 1 − РПУ-1; 2 − РПУ-

1М; точки

− эксперимент

содержание .. 9 10 11 12 ..